分裂导线范文（精选5篇）
分裂导线 第1篇
1 传统方法分析
在双分裂导线施工中，传统施工方法是将两根导线都展放到位，在一端的耐张杆进行“软挂”，在收线侧使用两套收紧线设备同时收紧导线，在弧垂观测调整完毕后，在挂线点做画印标记，然后按照计算好的线长进行割线、上线夹和挂线，并结合实际对弧垂值按验收规范或设计要求进行调整，然后进行附件(间隔棒等)安装。采用此方法施工，因两套牵引系统同时收紧导线，在杆上画印后，放落地面做耐张线夹，再进行牵引挂线，人员劳动强度和杆塔上高空作业量大，而且施工时间较长。
2009年，湖北省襄阳供电公司在进行某线路施工中发现，该线路设计为钢管塔、双分裂导线，且5～6号塔、6～7号塔、11～12号塔等10处均为孤立档。因孤立档放紧线施工和多档施工程序上没有区别，加之双分裂导线对子导线间的要求较高，弧垂误差不超过80mm，若画印出现误差，通过调节板或加减金具很难调节到理想值，除了施工工艺达不到要求外，在运行中因次档距不规律振动，易导致间隔棒损坏，增大检修维护工作量。故如何降低人员劳动强度，减少高空作业量，缩短工期，保证工艺质量是摆在我们面前的课题。
2 改进方案及现场应用
施工前集思广益，初步形成了改变传统方法的施工方案，并在线路放线施工中进行试应用，收到良好效果。具体做法如下：
把双分裂导线一端挂于耐张塔上，在牵引侧地面牵引其中一根子导线(导线1)至标准弧垂值(应考虑地面画印线长调整量和二联板单根导线受力时的偏移量)，在导线上做好挂点标记。
将另一子导线即导线2和导线1利用钢丝绳连接，使用一个5 t放线滑车进行牵引，起到平衡张力作用(如图1)，待“软挂”处二联板和两根子导线调整平衡后，比照导线1在导线2上画印，计算好割线长度后进行割线。在地面进行耐张金具制作和组装，然后进行挂线。因该线路施工中5～6号塔、6～7号塔、11～12号塔等10处均为孤立档，挂线前直接在地面进行间隔棒安装，既保证了安装工艺质量，又大大减少了高空作业工作量。
3 效果比对
该线路施工结束后，我们对新旧施工方法进行了效果比对：
(1)施工效率得到了提高。新方法缩短了施工工期，提高了施工效率。原计划一个孤立档施工需要2天，实际只用了1天。
(2)安全和质量得到了保证。旧方法要在高空完成两根子导线的画印安装工作，两根导线调平衡需两台绞磨及高空作业人员密切配合并在导线上进行附件(间隔棒)安装，增大了劳动强度、难度系数和安全风险。而采用新方法在地面就可轻松完成工作，降低了安全风险，减轻了劳动强度，提高了工艺质量。
分裂导线次档距优化设计分析 第2篇
架空输电线路一个档距内相邻两间隔棒之间的距离称为次档距。在工程实际中,间隔棒的安装是以一个档距为单位的,这样,一个间隔棒的安装位置对自身和其他间隔棒的力学性能必定会产生影响,所以存在次档距的优化问题。如英国专家侯效(Hearnshaw)通过研究安装某种型号的三、四分裂间隔棒的试验线路的导线振动,给出了分裂导线自由振动对数衰减率和次档距布置的关系曲线,最后得出了一种次档距布置的计算方法[1]。在此基础上,本文提出了一种新颖的次档距优化布置方法。
1 次档距振动及现有次档距布置方法简介
1.1 次档距振动
次档距振动是指高压输电线路分裂导线上两间隔棒之间的子导线因风的“尾流效应”而产生的振荡现象,原理如图1所示。它为分裂导线输电线路所特有,一般频率为1～5 Hz,振幅介于舞动和微风振动之间,约为架空线直径的4～20倍[2]。次档距振动会造成分裂导线相互撞击而损伤导线,易使导线在间隔棒线夹处产生疲劳断裂,间隔棒线夹松动、磨损等机械破坏现象。由于阻尼间隔棒是唯一可能抑制次档距振荡的器具[3],间隔棒要放在接近波峰而不是波节点的位置才能使阻尼元件发挥作用,但为防止相邻次档距振动周期一致(有一处发生振动,就会激起全部次档距振动)的现象出现,间隔棒安装应采用不等距的方法。
1.2 现有次档距布置方法
现有的次档距布置方法主要有英国dunlop公司的侯效布置理论和我国的非线性规划法。
(1)侯效布置理论认为,当线路采用刚性间隔棒时,应采用等距安排次档距的原则,如下式所示:
其中,2个端次档距合为一个S,S为平均次档距长度。而当线路采用阻尼间隔棒时,每增加一个间隔棒,应多一个S并保证相邻次档距之比大于1.1。如档内间隔棒数为2,则档距为2S,次档距排列为0.6S+S+0.4S;间隔棒数为5,则档距为5S,次档距排列为0.6S+S+0.8S+1.05S+S+0.55S。
(2)我国“1 000 kV级交流系统多分裂间隔棒及变电金具、线路金具开发研究”课题则首先建立了导线—间隔棒系统次档距振动的有限元分析模型,利用导线参数及自由振动试验得到的间隔棒动力参数,从系统的动力分析入手,计算其自由振动衰减率,并以此为目标函数,同时考虑了国内外次档距布置设计的经验。运用运筹学中非线性规划方法对间隔棒的布置方案进行优选,最终确定间隔棒的布置方案。
本文提出的次档距优化设计方法主要是根据上述2种方法并结合运行经验得来的,因此可看作是对它们的推广和改进。
2 重要参数的确定
为方便后面叙述,首先介绍次档距优化设计过程中要用到的几个重要参数及其计算方法。
2.1 最大次档距Smax的确定
间隔棒最大次档距要保证在风载和电磁力共同作用下,各子导线不至因相互吸引而发生鞭击和碰撞,其计算公式如下[4]:
式中,s为分裂导线间距(m);d为子导线直径(m);,其中,I为子导线中流过的电流(kA),r0为分裂半径(m);FT为子导线张力(N);Fw为子导线的风荷载(kg/m),,其中,V为风速(m/s);W为子导线单位长度质量(kg/m)。
对常用钢芯铝绞线,用上式计算得到的Smax在80 m左右,根据已知次档距振动的经验并结合我国实际的气象和地理条件,常采用两级最大次档距:开阔地带取67 m,非开阔地带取76 m。
2.2 平均次档距S和端部次档距S1、SN+1的确定
阻尼间隔棒的安装应能可靠抑制次档距振动,其安装位置应远离波节点,因此平均次档距S应接近振动半波长λ/2,计算公式如下:
端次档距是以“保证导线束扭转时导线—间隔棒系统能提供足够的恢复力矩”为控制条件。由于导线端部发生扭转变形的程度比中央严重,故端次档距比中间次档距小得多,一般前者为后者的50%～60%。从阻尼间隔棒耗能和不等次档距布置角度考虑,应按式(4)计算。
式中,λ为导线振动波长;f为振动频率,通常取1 Hz左右。
在确定某一档的端次档距时,还应考虑导线悬挂方式,区别悬垂一悬垂档、悬垂一耐张档、耐张—耐张档的不同情况(耐张档比悬垂档的端次档距要小),寻求最合适的端次档距。目前,我国500 kV线路端次档距一般都在30～40 m之间。
2.3 档内间隔棒数N的确定
在次档距设计中,一般按照式(2)计算得到的平均次档距S来计算间隔棒的数量。设相邻杆塔间的档距为L,则所需间隔棒数N为:
这样,一个档距内实际的平均次档距应为:
基于耐张档比悬垂档发生扭转时导线恢复性能较差,所以在其他条件相同时,耐张档使用的间隔棒数比悬垂档多1～2个。
3 次档距优化设计的数学模型
3.1 次档距布置的运行经验
由于次档距布置是非线性程度很高的搜索遍历问题,因此必须结合国内外运行经验中的合理部分以提高优化程度,下面介绍本文所采用的次档距约束条件:(1)第一次档距对第二次档距比值宜选在0.55～0.65之间;除端部外,相邻档距之差ΔSi不宜过大(-10 m≤ΔSi≤10 m);(2)次档距长度应交替增加和减小,并由两端向中间逐步增大,其最大值出现在档距中间(因为中间次档距较大时,可以有效减小分裂导线的舞动);(3)次档距不宜布置成对于档距中央呈对称分布。
3.2 次档距布置的数学模型
由前文分析可知,次档距优化设计的判据包括以下2个方面:(1)阻尼性能要求任意次档距的振幅对数衰减率δi≥0.1且平均值最大[1];2)端部次档距S1/S2和SN+1/SN在0.55～0.65之间。设:
式中,为振动节点到一侧间隔棒的距离();Si为各次档距长度;Xi为振动节点到另一侧间隔棒的距离(X0=0)。
根据以上优化判据及对有关实验曲线的分析,当0.57≤di≤0.63且时,有δi≥0.108,同时导线—间隔棒系统具有较优的阻尼结果。故可将以上优化判据归结如下:
经过大量振动实验,文献[1]证实了阻尼间隔棒的阻尼特性是其在档内位置的函数。将衡量间隔棒消振性能的δ转化为用间隔棒的位置来表示,从而得到Xi/Si+1和的确定性关系为:
在次档距优化布置过程中,应优先满足端部次档距要求,再从整个档距的角度出发,在满足运行经验和优化判据的前提下,将剩余档距分配到各次档距中,且从两端布置所得结果应使中间次档距十分接近,从而得到次档距优化设计的数学模型为:
式(11)中,分别为从两端布置时中间次档距值;P为反映两端布置均匀性的指标(往往令其小于某一定值ε);Sd为全档距与各次档距之和的误差。必须注意式(12)中i≤N1-1只是中间次档距一端的递推关系,另一端可由N1的镜像给出。
4 次档距优化布置的计算机仿真
当档距、导线参数、气象参数和间隔棒参数都已知时,依据建立的次档距设计模型,本文采用双迭代算法并按照下述步骤对次档距进行优化布置:(1)由于端部次档距对防止悬垂金具受损、导线束扭转有重要意义,所以应先由式(4)计算2个端部次档距。(2)由式(2)、(3)和(5)计算最大次档距、平均次档距和档内所需间隔棒数量。(3)利用随机种子函数产生式(9)范围内的d1,从而可得出S2,由式(10)计算X1/S2,得到X1。再次利用随机数产生d2,此时又可得出S2,如此循环,直至得到,;同理可从另一端开开始计算出。(4)检验所得各次档距是否满足目标函数式(11)和(12)中的不等式约束条件,若满足,则输出结果;不满足则停止。(5)返回(1)重新产生随机数di并计算次档距分布。
5 结语
通过以上方法,就可以利用Visual Basic软件编程构造满足所有约束条件的次档距优化设计仿真系统,得到最优的次档距布置方案。尽管本文采用的是基于“随机函数”的搜索最优解的计算方法,但通过与现有次档距布置理论相比较,试验计算结果是能够满足实际工程需要的。既然次档距布置是一个搜索遍历问题,那么就必定存在多解的情况,当多次求解时,某些次档距存在一定的偏差,但由于都满足程序设定的目标函数和约束条件,因此都是可行解。
上述次档距优化算法的缺点是计算机程序执行时间较长,有时可能所得结果无法收敛于目标函数而陷入死循环;另外,在次档距优化布置设计过程中,并未考虑到气象条件的影响。
摘要：论述了次档距振动原理及现有次档距布置方法,在总结和借鉴国内外经验的基础上,提出了以一个档距内各间隔棒阻尼性能充分发挥为目标的次档距优化设计算法。
关键词：间隔棒,振动,次档距优化设计
参考文献
[1]Champa R J,潘忠华.新阻尼间隔棒试验[J].电力建设,1985(4)
[2]邵天晓.架空送电线路的电线力学计算[M].第2版.北京:中国电力出版社,2003
[3]程应镗.间隔棒的安装距离[J].电力技术,1983(5)
分裂导线 第3篇
一、导线粘连的成因及危害
1、导线粘连的成因
相互平行的两条导线, 通过方向相同的电流时, 两导线所受的电磁力为相互吸引力。正常运行时, 子导线间电磁力比较小, 一般不会发生粘连;但在档距大的风口处, 或导线温升存在差异, 以及受设计和施工不良、长期运行等因素的影响, 使子导线间距离不符合要求时, 子导线在大风中舞动或受强大电流冲击, 局部会瞬时十分接近甚至相碰。靠得很近或相碰的子导线所受的电磁力很大, 当子导线局部所受电磁力大于该局部子导线自重时, 局部粘连便会出现。负荷较大时, 2根子导线间的电磁吸引力非常大, 即使在大风的天气下也不容易分开。
2、导线粘连的条件
单纯由分裂导线负荷电流产生的电磁力是不能使导线粘连的。分裂导线出现粘连必须同时具备几个条件:由于大风等外力作用、导线材质差异、导线温升差异、很大的负荷电流作用或其它因素, 使同相分裂导线子导线局部瞬时接触或十分接近;分裂导线的负荷电流足以维持其继续粘连。
3、大风对导线粘连的影响
风力越大、档距越大、导线越轻, 风摆幅度就越大, 双分裂导线上、下子导线摆动不同步时, 两线就可能瞬间十分接近甚至相碰, 负荷电流足够大时粘连就会发生。风口处、档距大、负荷大的双分裂导线的粘连概率较高, 如果因施工架设原因或多次反复风摆, 或不同期跳跃, 造成子导线间距小于400mm, 或档距很大时, 粘连的概率则更高。邯苑线粘连档位于风口的较大档距处, 可见风力强和线路负荷大, 是造成导线粘连的主要原因之一。
4、导线温升差异对导线粘连的影响
导线直流电阻差异、导线日照条件差异等, 都可能会导致分裂导线子导线温升出现差异。导线弧垂随温度升高而增大, 可见导线温度对弧垂的影响比较明显。分裂导线出现温度差异时, 如果上子导线温度偏高, 相对于下子导线, 上子导线的弧垂则加大了。结果使分裂导线之间的间距缩小。当温差达到一定值时, 分裂导线的间距可能非常小, 以致分裂导线在电磁力的作用下产生粘连。
二、导线粘连的危害
导线发生粘连后, 分裂导线的几何间距大幅度减少, 电晕放电起始电压降低到原来的27%, 导致容易出现电晕放电, 局部对地电容也减小, 这些都会引起线损的增加和对附近通信设施的干扰。另一方面, 分裂导线出现粘连后, 导线鞭击现象突出, 导线容易磨损, 不但进一步增加线损, 还有可能造成导线断股, 甚至断线的事故。粘连相导线比正常相导线温度高10~20℃, 现场巡查发现部分粘连杆段有较明显的噪声, 这些都严重影响了系统的安全运行。
三、处理导线粘连的方法
220k V邯苑线分裂导线采用垂直排列的布线方式, 分裂导线垂直间距设计值是400mm。受施工工艺、自然条件等因素的影响, 实际运行中的分裂导线子导线垂直间距已远小于400mm, 线路处于重负荷或过负荷的状态下, 就容易出现粘连。
双分裂导线相碰或十分靠近是出现粘连的先决条件, 因此对运行中的双分裂导线, 可以考虑采用适当降低下子导线高度, 增大双分裂导线上、下子导线的间距, 以避免或减少分裂导线粘连。当发生粘连故障档两端为直线塔时, 可采用更换或增加延长金具的方法, 单独调整粘连档分裂导线子导线的间距。具体处理方法是, 在该档两端直线塔上, 同时更换线间距离更大的双悬垂线夹, 或在上、下线夹间加挂延长金具, 以实现主要增大粘连档子导线间距的目的。对有一端为耐张塔的粘连档, 除了在直线塔端采取同样措施外, 并根据需要在耐张塔端下分裂导线增加相应长度的延长金具, 或上分裂导线减少延长金具, 以实现主要增大粘连档子导线间距的目的。
四、实际成效
在邯苑线粘连档采用上述两种方法对分裂子导线进行间距调整, 使分裂子导线的间距在400 mm—500mm之间。并对所有220k V线路全线特巡, 对分裂导线的间距目测较小的进行测量并统计, 利用停电的机会采取相应措施加大间距。西部切改增加很多新的220k V线路, 在竣工验收时我们将分裂导线间距的测量作为一个重点项目, 发现不合格的当即要求施工单位进行整改。在西部切改大负荷运行期间直到现在, 所有220k V线路 (包括新架设线路) 都未出现子导线粘连故障。
结论
导线粘连现象的出现不单纯与电流有关, 电流是维持粘连的重要条件, 但不可控制;分裂导线间距是影响粘连的重要因素, 是可以控制的因素。
分裂导线 第4篇
电磁干扰( EMC) 正日益成为困扰开关电源发展的严重问题,并严重影响电网及邻近设备的正常运行[1]。电力电子领域中电磁干扰分为辐射干扰与传导干扰,采用EMI滤波器是抑制传导干扰的有效方法。典型EMI滤波器工作原理如图1 所示,VAC通常代表电网或前级电气设备,LISN为EMI测试采用的线路阻抗稳定网络,EUT为待测设备,在电力电子领域内其通常为开关电源。
EMI滤波器一般采用无源结构,以电感、电容为基本组成单元。由于传统的EMI滤波器的电感和电容采用分立元件,占据了电力电子设备的较大体积,已不符合开关电源小型化、集成化的发展趋势。如何压缩体积,并更加有效阻断EMI路径,成为发展新型EMI滤波器的重要方向之一。目前,较具有代表性的发展方向是由CPES较早提出的磁集成方法[2]。此方法在不改变传统EMI滤波拓扑的基础上,在高介电常数陶瓷板上直接覆铜,构成LC集成单元,并按照传统EMI滤波器设计方法,分别利用LC集成单元构成共模滤波和差模滤波结构,进而组成完整的EMI滤波器。本课题组经过进一步研究,提出环形LC集成单元,并组成完整的平面EMI滤波器( 见图2) 。
平面EMI滤波器的特点是采用平面集成LC结构( 见图3) 代替传统的分立式电感和电容,组成EMI滤波器的经典结构。
由于EMI滤波器串联于电网与开关电源之间,故其载流能力必须符合开关电源设计要求。受制于现有的陶瓷板覆铜技术,对于矩形铜导线的厚度有较大的限制,当通过较大的电流时,铜导线宽度必然增大,影响平面EMI滤波器的电磁特性。
文献[3,4]提出采用交错绕组结构以减小共模绕组的等效并联电容。但这种方法应用于平面滤波器结构时会影响共模电容值,且对耦合系数要求过高。
本文基于现有的平面LC集成结构电磁模型,分析集肤效应对于EMI滤波器寄生参数的影响,并采用有限元法计算采用分股并联PCB导线结构后,LC单元寄生电容和寄生电阻的参数变化。
2 集成LC单元寄生参数对结构设计的影响
2. 1 集成LC单元寄生参数设计
经典的EMI滤波器设计中,EMI干扰分为共模干扰与差模干扰,两种干扰产生的主要原因不同,滤波器基本结构也不相同[5],图4 为平面EMI共模干扰滤波器的等效电路图。
其中,RLISN为LISN等效标准电阻,RLISN= 25Ω;LCM、CY为等效共模电感、共模电容; CEPC、RESR分别为共模电感的寄生等效电容值与等效串联电阻值。
根据等效电路,图4 在EMI测量频段内,其共模电感的阻抗越大,RLISN两端电压越小,即EMI干扰的测试值越小,共模电感的阻抗值为:
式( 1) 表明,当频率小于自谐振频率( ) 时,阻抗呈感性,当频率大于谐振频率时,阻抗呈容性。同时,在自谐振频率前,等效串联电阻越大,阻抗( ZLCM) 越大。图5 为考虑共模电感寄生参数的共模滤波器插入损耗( IL) 杂散特性。
l0—CEPC=20pF,RESR=0.1Ω;lR1—CEPC=20pF,RESR=5Ω;lR2—CEPC=20pF,RESR=50Ω;lC1—CEPC=100pF,RESR=0.1Ω;lC2—CEPC=200pF,RESR=0.1Ω
图5 仿真计算采用图4 的滤波器高频模型,其中LCM= 1. 5m H,CY= 4. 7n F,RLISN= 50Ω。
比较曲线l0与曲线lR1、lR2,可以看出在共模滤波器其他参数不变的条件下,增大等效串联电阻,可以提高谐振频率点处的插入损耗,并进一步提高其他频率点处的插入损耗。比较曲线l0与曲线lC1、lC2发现,减小等效并联电容,可以将共模电感的自谐振频率点增大,从而改变共模滤波器插入损耗曲线的谐振频率点,提升其滤波性能。
在设计平面集成LC单元时,需尽量减小共模电感的等效并联电容( EPC) ,并增强集肤效应,从而加大其高频交流等效串联电阻( ESR) 。
2. 2 共模模块PCB导线交流等效串联电阻分析
集成LC单元采用矩形导线( 见图6) ,为增大等效串联电阻,可以利用集肤效应与邻近效应,提高集成共模电感在高频段的交流电阻。
图6 中,R为导线轴心距; W为铜导线的宽度;H为铜导线的厚度。
根据传统的经验公式,矩形PCB导线的等效串联电阻交、直流电阻比为[6]:
其中,K为关于W/H的函数; l为导体长度,本文中l与R成正比; f为流过电流的频率。
由式( 2) 可以看出,导线的等效串联电阻的交直流电阻比( Kac) 与导体宽度与厚度比相关,相同的导线截面积,设计不同的导线宽度时其高频段等效串联电阻会有较大变化。采用经验公式简单快捷,但此经验公式不够精确,故本文采用有限元法计算等效串联电阻的交直流电阻比。
2. 3 共模模块PCB导线等效并联电容分析
EMI滤波器的载流能力受制于开关电源功率等级,当其流过较大电流时,PCB导线截面积必然增加,此时导线截面宽度与厚度有两种设计( 见图7) 。
为比较两种导线设计趋势的优缺点,建立平面LC单元等效并联电容模型[7]( 见图8) 。
图8 表明,等效并联电容分为两部分,分别为上表面区域构成的电容Cgu和下表面区域构成的电容Cgb。
由于陶瓷板介电常数远远大于周围空气的介电常数,故可以认为几乎所有的通量被限制在高介电常数的陶瓷基板内,导线边缘产生的电容可以忽略不计,等效并联电容主要有Cgb决定。
此时将Cgb看成为一个“电容器”。为减小等效并联电容( EPC) ,在导体间距不变的情况下,需增大导线下表面的表面积。故“窄而厚”的设计更加符合平面集成LC单元的要求。
2. 4分股导线结构在集成滤波器中应用
由于高介电常数的陶瓷板上覆铜厚度有较大的限制,单股结构的LC单元导线宽度不易减小。为尽量减小PCB导线宽度以减小共模电感的等效并联电容,可以借鉴常见的平面电感设计原理,采用分股并联的LC单元结构( 见图9) 。
将陶瓷基板结构的LC单元与PCB基板结构的平面电感紧密压制,从而将单股矩形导线分成多股宽度较小的导线,并使各股铜导线通过PCB基板上的通孔并联。这种结构合理地利用了成熟的PCB基板技术,在保证PCB板厚度足够小的情况下,有效缩小了单板表面积与整体体积,同时利用PCB技术解决陶瓷基板焊接不易的问题,图10 为导线并联结构LC单元模型。
3 LC单元寄生参数计算
3. 1 单导线结构寄生参数计算
为比较不同导线宽度对匝间等效并联电容( EPC) 与等效串联电阻的交直流比( 见图11 和图12) 影响,本文采用有限元法计算。
图11 计算结果表明,当导线截面积( S) 一定时,平面LC单元的等效并联电容与导线宽度( W)呈线性关系,同时PCB导线宽度越小,其等效并联电容越小。改变导线截面积但保持相同的导线宽度,其等效并联电容改变十分微小。同时,图12 表明PCB导线宽度越小,其交直流电阻比( Kac) 越大,高频时共模电感的等效串联电阻越大。
1—S=4mm2,2—S=6mm2,3—S=8mm2,4—S=10mm2
1—W=3mm,2—W=4mm,3—W=6mm,4—W=8mm,5—W=10mm
3. 2 分股并联导线结构寄生参数计算
采用分股并联导线结构代替单股矩形导线结构,以三股为例,建立新的有限元计算模型[8],计算LC单元的寄生参数( 见图13 ~ 图15) 。
1—L=3mm,H=2mm;2—L=4mm,H=1.5mm;3—L=3mm,H=2/3mm;4—L=4mm,H=0.5mm
1—L=2mm,H=1mm;2—L=10/3mm,H=0.6mm;3—L=6mm,H=1mm;4—L=10mm,H=0.6mm
采用新结构后,等效并联电容明显减小。同时,虽然分裂导线减弱矩形导线的集肤效应,同等宽度下交流电阻有所减小。但对比于同等厚度矩形导线单股导线结构,新结构的导线集肤效应得到加强。
4 实验验证
为验证采用分股导线结构后,其等效并联电容的变化趋势,采用PCB基板制作两种宽度LC单元系列。
LC单元系列1 以2. 5mm宽度导线构成单股结构LC单元,并制作其相应的双股并联结构和三股并联结构; LC单元系列2 以1. 5mm宽度导线构成单股结构LC单元,同样制作其相应的双股并联结构和三股并联结构。其中系列1 的导线间距( G) 为0. 75mm,系列2 的导线间距为1. 5mm,电容测试采用Agilent 4395A阻抗分析模块。具体见表1。
比较表1 中各数据,可以看出对于任意参数的LC单元,采用分股并联结构后,其等效并联电容都会有一定的减小,且分裂股数越多,其等效并联电容越小。
5 结论
以环形“感容”集成结构为基本组成单元( LC单元) ,论证了集成电感等效并联电容( EPC) 及等效串联电阻在高频段与PCB导线截面宽度的关系,并在现有技术前提下提出一种改进方法,得到如下结论:
( 1) 降低电感等效并联电容或是提高其等效串联等效电阻,都可以提高EMI滤波器高频段的滤波性能。
( 2) 在矩形导线截面积一定的条件下,减小导线宽度、增加厚度可以减小等效并联电容,增强集肤效应、增大交流电阻。
( 3) 采用分股并联结构后,其等效并联电容基本不变,并可以获得较大的交流电阻。
摘要：EMI滤波器以其抑制开关电源中传导电磁干扰的有效性而得到越来越多的重视。相比于分立元件构成的滤波器,平面EMI滤波器拥有整体体积小、高频性能好等优点。然而,该类滤波器对电感的等效并联电容(EPC)和等效串联电阻(ESR)有其特殊要求。本文基于EMI滤波器的基本原理,分析其PCB导线截面设计对共模电感工作性能的影响;在现有技术条件下,提出一种基于分股并联结构的平面集成LC单元;分析了分股并联结构LC单元共模电感部分的EPC和ESR特性,并与单股导线结构的对应性能进行了比较。
分裂导线 第5篇
目前,成都地区新建220k V架空线路普遍采用2×LGJ-630/45导线垂直排列架设方式。据统计,成都输电运检工区所辖220k V垂直双分裂630导线共40条,总长737.2 km,约占辖区内220k V线路总长的33%。此类线路可以有效抑制电晕放电,减少线路电抗,增加线路输电容量[1],然而,却给带电作业提出了新的挑战。
带电更换悬垂绝缘子串是输电线路带电作业常见工作之一。为提高带电作业人员安全性,多采用地电位作业法进行更换[2]。带电作业的提线工具由卡具、丝杠、绝缘拉棒(板)和提线钩组合而成。针对220k V垂直双分裂630导线,现有提线工具在抗拉强度上存在安全隐患,不能保证带电作业人员安全。有必要对提线工具中的绝缘拉棒(板)和提线钩做结构改进,以减小其在导线提升过程中所承受的剪切应力。
为增强提线工具的抗拉强度,减小剪切应力,需要研制1套适用于220k V垂直双分裂630导线的提线工具。
1 现有提线工具存在的安全隐患
1.1 线路垂直荷载成倍增加
成都地区原有220k V输电线路多使用LGJ-400/50导线,质量较轻,现有提线工具额定工作负荷为20k N,抗拉强度满足要求。而新建220k V线路所用LGJ-630/45导线质量为2060 kg/km,双分裂架线方式使得线路垂直荷载成倍增加。
选取成都地区具有代表性的新建220k V垂直双分裂线路——连桥一线56#塔作为算例,计算每相导线对杆塔产生的荷载大小。220 k V连桥一线56#塔受力分析数据见表1。
正常运行线路的杆塔载荷主要包括垂直载荷以及横向风压载荷[3,4]。由于垂直双分裂导线未安装间隔棒,为了简化计算,垂直载荷仅考虑导线自重。
1)导线自重为:
2)导线横向风压载荷为:
3)杆塔载荷为:
结合表1数据计算得到每相导线对杆塔产生的载荷为20 316N。
考虑计算所得载荷仅为导线自重,在一定风速下,横向风压载荷会有较大影响。同时,算例来自现有双分裂线路,未来新建线路荷载可能更大,因此额定抗拉强度需要留够裕度,故提线工具额定工作负荷取30k N。已经超过现有提线工具的抗拉强度,因而存在安全隐患。
1.2 绝缘拉棒及提线钩承受巨大剪切应力
现有双分裂导线提线工具导线侧结构如图1所示,主要分为绝缘拉棒和拉板结构,对应金属提线钩也各不相同。
绝缘拉棒因其抗拉、 抗弯能力强等优点,广泛应用于单导线架设方式的悬垂绝缘子串带电更换作业中。如图1(a)所示,由于提线钩套在绝缘拉棒上,靠螺栓紧固在一起,当横担卡具安装位置与导线位置有较大偏差时,绝缘拉棒在导线提升过程中不可避免会受到双分裂导线的剪切应力作用。当带电更换垂直双分裂630导线悬垂绝缘子串时,绝缘拉棒的固有结构短板可能导致拉棒材料因无法承受巨大剪切应力而发生断裂。因此,出现了如图1(b)所示绝缘拉板与提线钩组合结构。绝缘拉板抗拉、抗弯能力虽不及绝缘拉棒,但可通过铰链连接提线钩,大大减小拉板所受剪切应力。目前,该结构提线工具在普通220k V垂直双分裂线路中应用广泛。然而,图1(b)所示提线钩为整体锻造成型,当上、下子导线所在平面不在竖直方向时,提线钩上半部分将会承受较大剪切应力,这对带电更换作业是个潜在的安全隐患。
2 垂直双分裂630导线提线工具设计
220k V垂直双分裂630导线质量大、线径粗,带电更换悬垂绝缘子串时,现有提线工具在抗拉、抗剪强度上存在安全隐患,为此,设计了一款新型提线工具,如图2所示。
图2所示提线工具由底座、丝杠、绝缘拉板以及提线钩组合而成。其中,提线钩分为上下两部分,通过铰链连接;绝缘拉板由1块主拉板和2块侧拉板重叠组成,利用4 颗螺栓紧固, 拉板两端固定有耳板,用于连接丝杠和提线钩。
2.1 材料选择
1)丝杠选用抗拉强度高,有一定冲击韧性及耐磨性的优质结构钢30Cr Mn Si制作而成。
2)绝缘拉板采用3240型环氧酚醛玻璃布板制作而成。材料表面经绝缘处理后,绝缘性能好(击穿强度21.2k V/mm),受力强度高,同时还具有质量轻、自洁性好等优点。
3)底座、耳板以及提线钩采用超硬铝LC4锻造成型。材料表面经阳极化处理,其耐蚀性、耐磨性、硬度、绝缘性、耐热性均有大幅度提高。
4 ) 绝缘拉板上的4 颗调节螺栓采用8 . 8 级高强度工业螺栓(40Cr),确保横向受力稳定。
2.2 新工具设计特点
1 ) 作为与杆塔横担之间的连接工具,底座设计了11mm宽的沟槽(角钢厚度约5mm),确保底座与横担角钢有效连接,并利用侧边2颗螺栓紧固到位,具有安装方便、稳固性好等特点。
2)丝杠螺距设计为4mm行程,采用细丝螺纹,螺距小、导程小,有效降低磨损系数,精度高且省力。丝杠螺旋槽与棘轮丝套内螺旋槽之间布置有滚珠,通过滚动摩擦可省时省力,延长丝杠额定荷载下的使用寿命。
3)目前各种型号的绝缘子结构高度不同,有2 350mm、2 470mm等不同规格,导致整个导线悬垂串长度不同。因此,绝缘拉板设计为长度可调(2 000~2 900mm),以满足不同绝缘子串长需要。另外,拉板上的双排螺栓孔结构在平衡受力的基础上减少单排螺栓所受横向剪切应力,大大增强拉板纵向受力稳定性。
4)提线钩钩体根据630导线的外径(33.6mm)设计弧线并加宽,控制包络角为60°。同时,钩体与导线接触点增加18mm的副钩,有效增加接触面积,保护作业过程中导线铝股不受损伤。另外,上、下子导线挂钩通过铰链连接,可自由转动,确保子导线受力均匀,而且当上、下子导线所在平面不在竖直方向时,有效降低了上子导线挂钩所受剪切应力。
2.3 绝缘拉板强度验算
绝缘拉板由环氧酚醛玻璃布板制成,机械强度相对较小。由于拉伸应力与绝缘拉板长度无关,而挤压应力和剪切应力受拉板长度、螺栓位置影响[4]。为了验算极限工况下绝缘拉板的机械强度,假设拉板调于最大长度,且主拉板与侧拉板仅用2颗螺栓固定,如图3所示。
图3中绝缘主拉板承受全部负荷,因此主要对其进行机械强度验算。图4为绝缘主拉板结构尺寸。
已知工作负荷F=30k N,安全系数n=2.5,[σ]=350N/mm2。
1)拉伸应力。
许用拉伸应力:
工况拉伸应力:
2)挤压应力。
许用挤压应力:
工况挤压应力:
3)剪切应力。
许用剪切应力:
工况剪切应力:
由验算结果可知,设计的220k V垂直双分裂630导线提线工具机械强度满足要求,且留有较大裕度,适用于成都地区新建220k V线路的悬垂绝缘子串带电更换工作。
3 性能试验及工程应用
3.1 性能试验
1 ) 绝缘性能试验。 地电位法更换悬垂绝缘子主要依靠绝缘拉板保证带电作业安全距离,预防电工在塔上触电。根据DL/T 878—2004《带电作业用绝缘工具试验导则》对拉板做绝缘性能试验[5],其试验结果见表2。试验过程中绝缘拉板并未发生击穿、闪络、发热现象,由GB/T 15632—2008《带电作业用提线工具通用技术条件》可知,提线工具绝缘性能合格[6]。
2)机械性能试验。根据GB/T18037—2008对提线工具做机械性能试验[4],其试验结果见表3。试验负荷卸载后,试品各零部件未见明显变形、裂纹和损伤,说明提线工具机械性能满足要求。
3.2 工程应用
220k V垂直双分裂630导线提线工具经绝缘性能和机械性能试验合格后,成功应用于220k V连桥一线56#和220k V临兴一线8#雷击绝缘子带电更换作业中。现场作业时,将2套提线工具布置在绝缘子串左右两侧,如图5所示,保证导线提升过程中的稳定性,同时起到后备保护作用。
4 结语
所研制的提线工具在使用过程中安全、方便、快捷,有效解决了2 2 0 k V垂直双分裂6 3 0 导线悬垂绝缘子串带电更换问题。主要有以下优势:
1 ) 额定抗拉负荷达到3 0 k N ,满足成都地区新建220k V线路垂直荷载要求。
2)钩体铰链的设计确保子导线受力均匀,有效降低了上子导线挂钩所受剪切应力。
3)特别针对630导线设计提线钩体,保护作业过程中导线铝股不受损伤。
4)绝缘拉板双排螺栓在平衡受力的基础上减少单排螺栓所受横向剪切应力,大大增强拉板纵向受力稳定性。
参考文献
[1]陈永平.双分裂导线双悬垂绝缘子串带电更换[J].湖南电力,2010,30(1):52-54.CHEN Yongping.Live Replacement of Double-bundle Double-overhang Suspension Insulator String[J].Hunan Electric Power,2010,30(1):52-54.
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[3]陈国信,吴增辉,邓开清.多回同塔110kV线路悬垂绝缘子串带电更换研究[J].供用电,2010,27(3):57-59,63.CHEN Guoxin,WU Zenghui,DENG Kaiqing.Study on Live Replacement of Suspension Insulator String for 110kV Multiple-circuit on the Same Tower[J].Distribution&Utilization,2010,27(3):57-59,63.
[4]GB/T 18037-2008带电作业工具基本技术要求与设计导则[S].
[5]DL/T 878-2004带电作业用绝缘工具试验导则[S].